干熄炉内传热和流体流动的数学模型

＞８０、８０～６０、６０～４０、４０～２５、２５～１０、１０～
０ ｍｍ。
上述控制方程的边界条件为
干熄炉底部：
驴Ｕｆ．ｉｎｌ，，ＶＩ钠血川Ｔ＝Ｔｆ，ｉｎｌ署＝０（１２）
干熄炉顶部：
砒一口产ｏ，李一０ ｒＴ。一Ｔｓ．Ｉｎ
（１３）
中心风帽Ｉ：１：
Ｕｆ—Ｕｆ，ｉｎ２ ｓＶｆ讪血川Ｔ—Ｔｆ，ｉｎ２警一０…）
斜道／＝／：
程包含连续方程、动量方程、能量方程和状态方程
如下：
连续方程掣＋一１彳ａ（ｐｆｒｖｆ）一０
（１）
一－＂４－＝一·－—－－＝：－一—－ ｄｘ
ｒ
ｄｒ
动量方程
ａ（ｐｆｕｆｕ＃ｅ）． １ ａ（ｐｆｒｖｆｖ＃ｅ）
ａｚ
。ｒ
甜
ａ（￡ｐ）． 打
差（肚警）＋７１昙（警）一ｅ阳一［等ｃ“ｒ一
砧＋焉，ｏｆＦ６九ｉｉ而池一站］ （２）
（１）炉内焦炭床为各向同性的多孔介质，不 考虑焦炭本身的多孔性及高温下形变；
收稿日期：２００１—０５—１２； 修回日期：２００２—０８—０３． 作者简介：刘华飞（１９７４一），男，博士研究生；张欣欣（１９５７一），男，教授，博士生导师
万方数据
热科 学与 技 术
第ｌ卷
（２）炉内气体流动被认为是单相二维轴对称 稳态非Ｄａｒｃｙ流；
（３）改变布料方式使布料时焦炭粒度均匀分 布是解决干熄炉内焦炭温度偏析的关键。
参考文献：
［１］ＡＭＩＲＩ Ａ，ＶＡＦＡＩ Ｋ．Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ｅｆｆｅｃｔｓ
ａｎｄ ｎｏｎ—ｔｈｅｒｍａｌ ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ，ｎｏｎ—ｄａｒｃｉａｎ，ｖａｒｉａｂｌｅ ｐｏｒｏｓｉｔｙ ｉｎｃｏｍｐｒｅｓｓｉｂｌｅ ｆｌｏｗ ｔｈｒｏｕｇｈ ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉａ
热弥散导热系数凡，Ｗ／（ｍ·Ｋ）；惯性系数Ｆ 和渗透系数Ｋ，ｍ２；它们的表达式分别为
凡一０．０２５ｐｆｃ，ｆｄｐ√“｝十口｝Ｌ｝ （７，）
Ｆ一去，Ｋ一群岛㈣
式中：≯为形状系数，且≯一０．７１；Ａ、Ｂ为Ｅｒｇｕｎ
常数，且Ａ一１５０，Ｂ一１．７５。
气体对焦炭的容积对流换热系数ｈ矿，Ｗ／（ｍ３
ｈ恚＝忐ｈ＋志 ·Ｋ）采用Ｋｉｔａｅｖ公式‘２３计算，其表达式为
本文根据多孔介质理论采用非达西流和非局域热平衡方法建立了熄焦过程的数学模型并应用数值计算方法研究了不同情况下干熄炉内气体速度气固温度分布和气体压降的变化规律分析了影响焦炭温度偏析的主要因素
第１卷第２期 ２００２年１２月
热 科 学 与 技术
Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｔｈｅｒｍａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ
１６（１２）：１０２９．】０５０．
万方数据
第２期
刘华飞等：干熄炉内传热和流体流动的数学模型
１１７
Ｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｆｌｕｉｄ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｉｎ ｔｈｅ
ｃｏｏｌｉｎｇ ｓｈａｆｔ ｏｆ ｃｏｋｅ ｄｒｙ ｑｕｅｎｃｈｉｎｇ ｕｎｉｔ
ＬＩＵ Ｈｕａ—ｆｅｉ。 ＺＨＡＮＧ Ｘｉｎ—ｘｉｎ （Ｄｅｐｔ．ｏｆ Ｔｈｅｒｍａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｕｎｉｖ．ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｂｅｉｊｉｎｇ，Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００８３，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇ ａｎｄ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｃａｎ ｂｅ ａｃｈｉｅｖｅｄ ｓｉｍｕｌｔａｎｅｏｕｓｌｙ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｃｏｋｅ ｄｒｙ ｑｕｅｎｃｈｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＣＤＱ）ｔｈａｔ ｅｍｐｌｏｙｓ ｔｈｅ ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｎｇ ｉｎｅｒｔｉａｌ ｇａｓ ｔｏ ｃｏｏｌ ｏｆｆ ｔｈｅ ｃｏｋｅ． Ａ ｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｎｏｎ．—Ｄａｒｃｉａｎ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｎｏｎ．．ｔｈｅｒｍａｌ ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ ｍｅｔｈｏｄｓ ｗａｓ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｆｏｒ ｆｌｕｉｄ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｏｌｉｎｇ ｓｈａｆｔ ｏｆ ＣＤＱ ｕｎｉｔ．Ｇｏｖｅｒｎｉｎｇ ｅｑｕａｔｉｏｎｓ ｗｅｒｅ ｓｏｌｖｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ＳＩＭＰＬＥ ａｌｇｏｒｉｔｈｍ ｏｎ ｔｈｅ ｃｏｌｌｏｃａｔｅｄ，ｎｏｎ—ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌ ａｎｄ ｂｏｄｙ—ｆｉｔｔｅｄ ｇｒｉｄｓ．Ｔｈｅ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ａｎｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｄｒｏｐ ｏｆ ｃｉｒｃｕｌａｔｉｎｇ ｇａｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ｏｆ ｃｏｋｅ ａｎｄ ｇａｓ ｗｅｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｋｅ ｓｉｚｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｎ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｔｈｅｒｍａｌ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｏｌｉｎｇ ｓｈａｆｔ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｎｏｎ—ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙ ｏｆ ｃｏｋｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｉｎ ｔｈｅ ｒａｄｉａｌ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ｃａｎ ｂｅ ｒｅｄｕｃｅｄ ｉｆ ｔｈｅ ｃｏｋｅ ｓｉｚｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｉｓ ｉｍｐｒｏｖｅｄ．
万方数据
热 科 学 与 技术
第１卷
气体压力分布如图３（ｂ）所示。预存段气体压 力变化不大，符合实际设计中避免循环气体外泄 的原则。由于气体从斜道口排出，在其附近出现负 压。压力损失主要在冷却段，压力沿径向分布的不 均匀是由于径向粒径变化造成的。
图３（ｃ）和图３（ｄ）分别为气体和焦炭的温度 分布。可以看出焦炭在下降过程中干熄炉中心处 冷却效果最差，从预存段到风帽上部附近焦炭仍 然维持１ ０００℃左右的高温，热焦炭的范围一直 扩展到靠近出料口处。图４（ａ）和图４（ｂ）分别为 循环气体流量为９０ ０００ ｍ３／ｈ，并采用料钟布料时 气体速度和焦炭温度分布。由图可以看出，如果布 料均匀，气体速度和焦炭温度沿径向分布的不均 匀性都会显著改善，干熄炉中心处的焦炭的温度 能降低到工艺要求的范围。注意到图４（ａ）和图 ４（ｂ）中循环气体流量为９０ ０００ ｍ３／ｈ，所以计算 表明即使气焦比较小，也能得到较好的冷却效果。 因此，焦炭温度沿径向分布的不均匀主要是由于 布料的不均匀造成的，解决温度偏析的关键是改 善干熄炉内焦炭分布。
图２ 第一重网格
Ｆｉｇ．２ Ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ ｌｅｖｅｌ ｇｒｉｄ
表１
Ｔａｂ．１
７５ ｔ／ｈ干熄炉的工艺参数
Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ７５ ｔ／ｈ ＣＤＱ ｕｎｉｔ
２．２ 结果分析 图３和４给出第三重网格上的计算结果。其
中，图３的循环气体流量为１１２ ５００ ｍ３／ｈ，且不采 用料钟布料；图４的循环气体流量为９０ ０００ ｍ３／ｈ，采用料钟布料。料钟布料时，粒径分布为 ｄ。（尺）一０．０５５＋０．０１Ｒ２；无料钟布料时，粒径分 布为ｄ。（Ｒ）一０．０３１＋０．０２８Ｒ＋０．１Ｒ２，其中： Ｒ＝ｒ／Ｒｏ。
塾 ａｎ 一垫 ａｎ 一坠ａｎ ；坠ａｎ 一０
（、１５…）
万方数据
第２期
刘华飞等：于熄炉内传热和流体流动的数学模型
１１５
干熄炉和风帽外壁：
驴驴０，一九警一一九识－ｉ－一ｑｗ（１６）
对称轴线上：
警毋 一警毋一誓毋一咖…，１：０
（…１７，７
式中：札ｉ。。，口ｆ’ｉ。，，Ｔｆ＇ｉ。。分别为干熄炉底部气体的
［Ｊ］．Ｉｎｔ Ｊ Ｈｅａｔ Ｍａｓｓ Ｔｒａｎｓｆｅｒ，１９９４，３７（６）：
９３９—９５４．
［２］ＴＥＰＬＩＴＳＫＩＬ
Ｍ
Ｇ，
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Ｉ
Ｚ，
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［３３ ＤＥＭＩＲＤＺＩＣ Ｉ，ＬＩＬＥＫ Ｚ，ＰＥＲＩＣ Ｍ．Ｃｏｌｌｏｃａｔｅｄ ｆｉｎｉｔｅ ｖｏｌｕｍｅ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ ｆｌｏｗｓ ａｔ ａｌｌ ｓｐｅｅｄｓ［Ｊ］．Ｉｎｔ Ｊ Ｎｕｍｅｒ Ｍｅｔｈｏｄｓ ｉｎ Ｆｌｕｉｄｓ，１ ９９３，
文章编号：１６７１—８０９７（２００２）０２一０１１３—０５
干熄炉内传热和流体流动的数学模型
Ｖ０１．１．Ｎｏ．２ Ｄｅｃ．２００２
刘华飞， 张欣欣
（北京科技大学热能工程系，北京 １０００８３）
摘要：干熄焦工艺具有节能和环保双重效益，其基本原理是利用循环惰性气体冷却焦炭。根据多孔介质理 论，采用非达西流和非局域热平衡方法，建立了干熄炉内流体流动和传热的数学模型，并采用基于非正交同位 网格的ＳＩＭＰＬＥ方法求解对流扩散方程。通过数值求解，得到了干熄炉内气体速度、压降以及气体和焦炭的 温度分布规律，计算结果表明熄焦过程解决焦炭温度偏析的关键是改善布料时焦炭粒度分布的均匀性。
１ 物理数学模型
１．１ 干熄炉流体流动和传热模型 为了研究问题的方便，并突出该过程的物理
本质，本文将实际的干熄炉抽象为二维轴对称变 径圆柱模型。如图１所示，并引入如下假设：
，
底部：焦炭出口，气体入炉
Ｆｉｇ．１
图１ 干熄炉物理模型
Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｔｈｅ ｐｈｙｓｉｃａｌ ｓｙｓｔｅｍ
（３）炉内气体视为不可压缩流体，但密度的
变化遵从等压理想气体状态方程，即忽略压力对 密度变化的影响；
（４）忽略辐射传热的影响，并假定焦炭与气
体在熄焦过程中不发生化学反应； （５）为简化边界条件，于熄炉外壁及中心风
帽外壁的散热均按恒热流处理。 由上述物理模型，基于Ｄａｒｃｙ—Ｂｒｉｎｋｍａｎ—
Ｆｏｒｃｈｈｅｉｍｅｒ模型‘１３的流体流动和传热的控制方
掣一孙ｃ，叫罟）＋ 手昙ｈ＋挑等）＋ｈｖ（丁。一丁；） （４）
７１昙ｈ１－￡）等）＋ｈｖ（丁。一丁。） （５）
等压理想气体状态方程
ｎ丁ｆ＝常数
（６）
匕述式中：“ｆ、计分别为气体ｚ、ｒ方向的容积平均
流速分量，ｍ／ｓ；“。为焦炭下降速度，ｍ／ｓ；户为流 体压力，Ｐａ；丁为温度，Ｋ；胁为气体密度，ｋｇ／ｍ３ ５ 风为焦炭堆密度，ｋｇ／ｍ３；ｏ为比定压热容，Ｊ／（ｋｇ ·Ｋ）；Ａ为导热系数，Ｗ／（ｍ·Ｋ）；∥为动力粘度， Ｐａ·Ｓ；￡为孔隙率；ｄ，为焦炭颗粒当量直径，ｒｌｌ；ｇ 为重力加速度，且ｇ一９．８ ｍ／ｓ２；下标ｆ，和结果分析
以国内某钢厂７５ ｔ／ｈ干熄炉的外形尺寸和工 艺参数为基本数据，对干熄炉内的流体流动与气 固换热进行了数值模拟，主要研究焦炭粒径分布 对熄焦过程的影响。表１为计算用参数。 ２．１ 数值方法与计算网格
根据干熄炉的外形尺寸生成三重非正交的适 体网格，相邻网格间的网格倍数为２。生成的三重 网格沿Ｘ、ｒ方向的数量分别为４５×２５，９０×５０
￣／Ｋ
Ｊ
一．扣一一：＝一——－－———＝－一－＂ｂ－ ａ（ｅｆｕｆｖｆ／ｅ）．１ ａ（ａ珊ｆ饥／ｓ）
如
‘ｒ
Ｏｒ
ａ（ｅ户）．
Ｏｒ
丕（触警）＋了１导ｈ警卜
隐ｒ＋等厄ｊ万赢］ ㈤
考虑焦炭内部导热、气体导热及热弥散的非
下３（ｐｆｃｐｆｕｆＴｆ）＋吾掣ｄｒ 局域热平衡‘１３能量方程
ｄｚ
，一
一三ｄ．＼ Ｔ‘ （九ｄｚ ｅ誓Ｊ ）＋
（ａ）
（ａ）气体速度分布 （ｂ）焦炭温度分布 图４ 气体速度和焦炭温度分布
Ｆｉｇ．４ Ｇａｓ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ａｎｄ ｃｏｋｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ
３结 论
（１）根据多孔介质理论，采用非达西流和非 局域热平衡方法，建立了描述干熄炉内流体流动 和传热的数学模型。
（２）干熄炉内焦炭粒度分布的均匀性是影响 气体速度和气固温度分布的主要因素，布料不均 匀会造成干熄炉冷却段径向气体速度和气固温度 的严重偏析。
风速和温度；札ｉ。：，口ｆ．１。。，Ｔｆ’ｉ。。分别为风帽处气体
喷出的速度和温度；丁“。为焦炭入炉温度；ｇｗ为
壁面热流密度；规为边界面的外法线方向。
和１８０×１００；图２为第一重网格。将方程（１）～ （５）在非正交同位网格上离散［３］，对于界面的对 流通量采用延迟修正的方法计算。延迟修正中高 阶格式采用中心格式，低阶格式采用上风格式，界 面的扩散通量采用中心差分。离散后的方程采用 基于同位网格的ＳＩＭＰＬＥ算法求解。
关键词：干熄焦；多孔介质；非达西流；非局域热平衡；非正交网格；数学模型
中图分类号：ＴＱ５２
文献标识码：Ａ
０引 言
干法熄焦是利用惰性气体（或废烟气）作为 循环气体在干熄炉中与炽热红焦换热从而冷却熄 灭红焦。吸收了红焦热量的惰性气体，经一次除尘 器除尘后，在干熄焦锅炉内释放热量，产生中压 （或高压）蒸汽用于供暖或发电。循环气体经二次 除尘后，再由风机鼓入干熄炉循环使用。干法熄焦 （ＣＤＱ）相对于湿法熄焦（ＣＷＱ）具有以下优点： 可回收约８０％的红焦显热；避免湿法熄焦对环境 的污染；能提高焦炭强度，有利于高炉冶炼。鉴于 干法熄焦工艺的节能和环保双重效益，前苏联和 日本在其国内的多数大型焦化厂都配备了干熄焦 装置。我国自８０年代以来也陆续从前苏联和日本 引进了十几套装置。干熄焦技术的核心是干熄炉 内循环气体流动和循环气体与红焦之间热交换的 规律，它是干熄焦装置大型化要解决的关键问题。 干熄炉内循环气体自下而上、红焦自上而下运动， 二者在逆向运动中完成熄焦过程。这个过程从本 质上讲是气体在焦炭颗粒组成的多孔移动床内的 强迫对流换热。本文根据多孔介质理论，采用非达 西流和非局域热平衡方法建立了熄焦过程的数学 模型，并应用数值计算方法研究了不同情况下干 熄炉内气体速度、气固温度分布和气体压降的变 化规律，分析了影响焦炭温度偏析的主要因素。
ｖ
ｖ．。。７５（１一￡）九
㈤“７
ｋ。一１８６带０．９
０
３（１０）
式中：“。为标况下气体Ｄａｒｃｙ流速。
采用萨斯科夫和洛别斯卡娅‘２３提出的公式
计算焦炭床孑Ｌ隙率ｅ：
ｅ一０．００５×（１５．５ａ１＋１１．３ａ２＋９．１ａ３＋
７．６口４＋６．７ａ５＋６．３ａ６）
（１１）
式中：口，～口。为筛级组成，％；相应地ｄ，依次为以
由图３（ａ）可见，气体速度沿径向分布不均 匀，周边高，中心低，存在明显的“沟流”现象；而
且越接近斜道口，这种速度的偏析现象越严重。速 度偏析的主要原因有两个：（１）焦炭粒度分布不 均匀，粒度大的焦炭富集在炉子周边，再加上壁面 效应，形成有利于气体流动的通道；（２）现代干熄 炉普遍采用预存段来存储焦炭，以便在装料间隙 和焦炉推焦中断时起缓冲作用，排气斜道布置在 周边，这种结构必然形成气体向周边运动从斜道 排出。由于设置预存段是熄焦工艺的需要，炉型的 影响是这种结构的干熄炉所固有的，只有通过改 变布料粒度分布来改善气体速度的偏析。
１０
１０
１０
５
５
５
０ １ ２３ ｒ／ｍ （ａ）
Ｏ １ ２３ ｒ／ｍ （”
０ １ ２３
ｒ／ｍ （ｃ）
０ １ ２３ ｒ／ｍ （ｄ）
（ａ）气体速度分布 （ｂ）气体压降分布
（ｃ）气体温度分布 （ｄ）焦炭温度分布
图３ 气体、焦炭参数计算结果
Ｆｉｇ．３ Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｇａｓ ａｎｄ ｃｏｋｅ
ｒ／ｍ